強(qiáng)降雨下含交叉斷層花崗巖邊坡失穩(wěn)誘發(fā)因素與加固方法

朱志祥

(廣東省南粵交通投資建設(shè)有限公司，廣州 510623)

0 概述

花崗巖是一種富含石英和長(zhǎng)石的粗粒侵入火成巖，在我國(guó)廣東、福建、湖南、廣西和江西等南方地區(qū)廣泛分布，例如花崗巖在廣東省的出露面積占全省總面積的30%以上[1-3]。由于高速公路和鐵路的興建，在這些地區(qū)形成了眾多花崗巖路塹邊坡?；◢弾r極易受風(fēng)化作用影響，導(dǎo)致巖質(zhì)軟化、節(jié)理裂隙發(fā)育、結(jié)構(gòu)松散，工程性質(zhì)逐漸變差[4]。在爆破開挖后，邊坡臨空面的巖體受到卸載和擾動(dòng)，節(jié)理裂隙進(jìn)一步擴(kuò)張[5-6]；若再遇上強(qiáng)降雨天氣，使巖土體自重增加、基質(zhì)吸力下降，容易引起風(fēng)化花崗巖高邊坡出現(xiàn)崩塌和滑坡等失穩(wěn)破壞問(wèn)題[7-8]。

風(fēng)化巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性一直是巖土工程領(lǐng)域的重要研究?jī)?nèi)容，研究手段從早期基于地質(zhì)條件的定性評(píng)價(jià)到當(dāng)前基于極限平衡法、模型試驗(yàn)法和數(shù)值分析法的定量分析迅速發(fā)展，且日益豐富[9]。劉云鵬[10]等基于地質(zhì)條件和極限平衡法研究了高速公路花崗巖邊坡的穩(wěn)定性，認(rèn)為鉀長(zhǎng)花崗巖全風(fēng)化帶巖質(zhì)軟弱，遇水易軟化，在強(qiáng)降雨條件下極易發(fā)生圓弧滑動(dòng)。Kim和Lee[11]分析了前期降雨對(duì)風(fēng)化花崗巖邊坡穩(wěn)定性的影響，認(rèn)為風(fēng)化花崗巖邊坡較高的初始基質(zhì)吸力可以延緩邊坡的破壞，且飽和滲透性越高，邊坡越容易發(fā)生降雨誘發(fā)型失穩(wěn)。Li[12]等通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬，分析了粉砂巖邊坡的滑坡問(wèn)題，表明開挖和降雨共同作用極易導(dǎo)致粉砂巖邊坡失穩(wěn)，而持續(xù)降雨是觸發(fā)深層滑動(dòng)的關(guān)鍵因素。Pan[13]等認(rèn)為降雨對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響可歸因于孔隙水壓力的變化以及由于水引起的弱化效應(yīng)導(dǎo)致巖體強(qiáng)度降低，建立了水致巖體弱化函數(shù)和降雨作用下巖質(zhì)邊坡模擬函數(shù)，并通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)所提出的模擬方法進(jìn)行了應(yīng)用。蔡榮坤[7]等分析了降雨入滲作用下風(fēng)化花崗巖路塹邊坡的滑動(dòng)模式，表明長(zhǎng)時(shí)弱降雨作用下滑動(dòng)模式由深層整體滑動(dòng)向淺層局部滑動(dòng)演化，短時(shí)強(qiáng)降雨作用下滑動(dòng)模式由整體滑動(dòng)完全轉(zhuǎn)變?yōu)闇\層局部滑動(dòng)，適當(dāng)放緩坡率可有效提高邊坡的穩(wěn)定系數(shù)。

綜上所述，盡管國(guó)內(nèi)外學(xué)者已針對(duì)巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性開展了大量研究，但目前對(duì)強(qiáng)降雨作用下存在交叉斷層等復(fù)雜地質(zhì)構(gòu)造的花崗巖高邊坡穩(wěn)定性的演變規(guī)律及機(jī)理仍然缺乏系統(tǒng)和深入的認(rèn)識(shí)。為此，本文以潮漳高速公路某花崗巖路塹邊坡為例，通過(guò)數(shù)值模擬分析強(qiáng)降雨作用下含交叉斷層風(fēng)化花崗巖路塹高邊坡的失穩(wěn)誘發(fā)因素，并提出相應(yīng)的加固方案，結(jié)合實(shí)際應(yīng)用得到的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)加固方案的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證。

1 相關(guān)理論與方法

1.1 飽和-非飽和滲流理論

降雨入滲作用下邊坡巖土體的飽和-非飽和滲流服從達(dá)西滲流定律，在二維情況下，滿足以下連續(xù)偏微分方程[14]：

(1)

式中：H為總水頭；K為巖土體滲透系數(shù)；θ為體積含水率。

巖土體的滲透系數(shù)和體積含水率均與基質(zhì)吸力相關(guān)，三者之間的關(guān)系可用以下方程進(jìn)行描述[15-16]：

(2)

(3)

式中:Se為有效飽和度；θs和θr分別為飽和體積含水率、殘余體積含水率；ψ=ua-uw，為基質(zhì)吸力(ua為孔隙氣壓力，uw為孔隙水壓力)；a、m和n為VG模型(式(2))的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，其中n=1/(1-m)；Ks為飽和滲透系數(shù)。

1.2 非飽和抗剪強(qiáng)度理論

上世紀(jì)60年代Bishop和Blight[17]在飽和土抗剪強(qiáng)度公式的基礎(chǔ)上，引入與飽和度有關(guān)的Χ系數(shù)，提出了非飽和土抗剪強(qiáng)度公式。后來(lái)，F(xiàn)redlund[18]等提出了以基質(zhì)吸力和凈法向應(yīng)力為狀態(tài)變量的非飽和土抗剪強(qiáng)度表達(dá)式，但該表達(dá)式假設(shè)抗剪強(qiáng)度隨基質(zhì)吸力呈線性變化，這與巖土體實(shí)際的力學(xué)性質(zhì)不符。為此，Vanapalli[19]等基于土水特征曲線的研究提出了考慮含水率影響的非飽和土抗剪強(qiáng)度公式，即修正Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則：

(4)

式(4)將巖土體抗剪強(qiáng)度與體積含水率變化合理聯(lián)系起來(lái)，因此在降雨滲流分析后對(duì)邊坡的穩(wěn)定系數(shù)進(jìn)行計(jì)算，可以研究降雨作用對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響。

1.3 邊坡施工擾動(dòng)系數(shù)

邊坡開挖前，巖土體處于三向受壓的穩(wěn)定應(yīng)力狀態(tài)。開挖卸載后，邊坡原有的應(yīng)力狀態(tài)遭到破壞，引起內(nèi)部缺陷和裂隙的擴(kuò)展[5-6]。此外，邊坡開挖時(shí)機(jī)械挖掘和爆破難免會(huì)對(duì)巖土體產(chǎn)生擾動(dòng)，其擾動(dòng)程度從邊坡深處向開挖面逐漸增大。為了考慮挖掘和爆破施工對(duì)邊坡巖土體的擾動(dòng)影響，提出施工擾動(dòng)系數(shù)的概念，其定義為邊坡施工前后巖土體性能參數(shù)(如有效粘聚力c'和有效內(nèi)摩擦角φ')變化與施工前巖土體原性能參數(shù)之比。本文假定邊坡施工擾動(dòng)系數(shù)隨深度的變化曲線(圖1)符合以下關(guān)系：

圖1 邊坡施工擾動(dòng)系數(shù)與深度的關(guān)系

(5)

式中:δ為邊坡施工擾動(dòng)系數(shù)(δ=0～1)；δ0為開挖面處最大擾動(dòng)系數(shù)；k*為擾動(dòng)系數(shù)曲線斜率；h*為擾動(dòng)深度。

1.4 有限元強(qiáng)度折減法

在有限元分析中，抗剪強(qiáng)度折減法能有效模擬邊坡失穩(wěn)和塑性變形的過(guò)程，是確定邊坡穩(wěn)定系數(shù)最常用的技術(shù)方法?？辜魪?qiáng)度折減法的基本原理是在邊坡穩(wěn)定性分析中不斷對(duì)巖土體的粘聚力和內(nèi)摩擦角進(jìn)行同步折減,見式(6)和(7)，并重新計(jì)算邊坡的應(yīng)力場(chǎng)。當(dāng)邊坡處于失穩(wěn)臨界狀態(tài)，此時(shí)的折減系數(shù)可視為邊坡穩(wěn)定系數(shù)。

(6)

(7)

式中：cf'為折減后的有效粘聚力；φf(shuō)'為折減后的有效內(nèi)摩擦角；kr為強(qiáng)度折減系數(shù)。

2 工程實(shí)例

2.1 工程概況

廣東省潮漳高速公路某路塹高邊坡位于丘陵地帶，地形起伏大，局部陡峭，坡體地面標(biāo)高約73.48～145.00m，自然坡角最大約35°。山體植被發(fā)育，長(zhǎng)有松樹及各種灌木、蕨類植物。項(xiàng)目區(qū)域地處亞熱帶海洋性季風(fēng)氣候，受海洋季風(fēng)的影響明顯，氣候溫和潮濕，雨量灃沛，雨季長(zhǎng)，夏季濕熱，多臺(tái)風(fēng)、暴雨，冬季干燥、溫涼。年平均氣溫21.4℃，年平均降雨量1 688.3mm，年平均日照時(shí)數(shù)1 996.6h，無(wú)霜期330d以上。

該路塹邊坡長(zhǎng)635m，為六級(jí)邊坡，最大坡高59m，分級(jí)坡高10m，開挖面揭露依次為粉質(zhì)粘土、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖和中風(fēng)化花崗巖。原設(shè)計(jì)各級(jí)邊坡坡率均為1∶1，一級(jí)邊坡采用錨桿格梁+客土噴播防護(hù)，二級(jí)邊坡采用錨索框梁和客土噴播防護(hù)，三級(jí)邊坡采用錨索框梁和三維網(wǎng)植草防護(hù)，四、五級(jí)邊坡采用錨桿格梁和三維網(wǎng)植草防護(hù)，六級(jí)邊坡采用人字形骨架和三維網(wǎng)植草防護(hù)。由于工程場(chǎng)地地質(zhì)條件復(fù)雜，不良地質(zhì)情況調(diào)查不全面，導(dǎo)致原設(shè)計(jì)存在缺陷。該邊坡開挖至五級(jí)邊坡時(shí)，五級(jí)邊坡局部出現(xiàn)10cm寬的裂縫。開挖至三級(jí)邊坡中部時(shí)，邊坡塹頂局部出現(xiàn)貫通裂縫，裂縫處最大錯(cuò)臺(tái)約80cm，四級(jí)邊坡局部出現(xiàn)裂縫。開挖至一級(jí)邊坡距離坡腳4m處時(shí)，六級(jí)邊坡塹頂見多道貫通裂縫，裂縫最大寬度約10cm，局部坡面向下錯(cuò)動(dòng)，最大下錯(cuò)高度80cm，四～六級(jí)邊坡變形迅速，單日地表位移監(jiān)測(cè)最大變形約20mm。初步分析該邊坡失穩(wěn)的主要原因：

(1)坡體形態(tài)改變：路塹原地面向內(nèi)傾斜(圖2)，穩(wěn)定性強(qiáng)，路塹開挖后臨空面向外傾斜且坡率較大，破壞了坡體原來(lái)的應(yīng)力平衡狀態(tài)，為坡體滑移提供了剪出空間。

圖2 邊坡地質(zhì)剖面及加固方案

(2)地層巖性較差：構(gòu)成坡體的巖層上部為第四系松散層(殘積粉質(zhì)粘土)，下部為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，風(fēng)化作用強(qiáng)烈，巖土體強(qiáng)度低。

(3)斷層發(fā)育：根據(jù)補(bǔ)充地質(zhì)勘察，該邊坡存在2條斷裂破碎帶，呈X形交叉，性質(zhì)均為正斷層，厚度約為40cm，切割中風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，因此坡體開挖易以切割楔體方式塌落，造成坡體失穩(wěn)。

(4)施工擾動(dòng)：邊坡施工過(guò)程中的挖掘和爆破作業(yè)對(duì)巖體產(chǎn)生擾動(dòng)破碎，使其強(qiáng)度進(jìn)一步降低。

(5)降雨入滲作用：暴雨期間，雨水透過(guò)殘積粉質(zhì)粘土及開挖臨空面的強(qiáng)風(fēng)化花崗巖往邊坡內(nèi)部下滲，使邊坡殘積層及強(qiáng)風(fēng)化層的含水率增加，不僅增加了滑坡體的下滑力，還降低了巖土體抗剪強(qiáng)度。

根據(jù)邊坡開挖后揭露的地質(zhì)條件及邊坡病害情況，本文重新設(shè)計(jì)了由錨索(桿)與鋼軌樁組成的聯(lián)合加固方案(圖2)：一級(jí)坡面錨桿格梁的錨桿加長(zhǎng)為11.5m；二級(jí)坡面錨索框梁的錨索加長(zhǎng)至40m，錨固力為600kN，二級(jí)平臺(tái)設(shè)置3排25m長(zhǎng)、60kg/m的鋼軌樁；三～四級(jí)坡面設(shè)三排錨索十字架，錨索長(zhǎng)度48m，錨固力為600kN，三級(jí)平臺(tái)設(shè)置2排33m長(zhǎng)、60kg/m的鋼軌樁；四級(jí)平臺(tái)設(shè)置3排40m長(zhǎng)注漿錨筋樁；五、六級(jí)邊坡坡率放緩為1∶1.25；五級(jí)坡面設(shè)3排錨索十字架，錨索長(zhǎng)度40m，錨固力為600kN；六級(jí)坡面設(shè)4排錨桿十字架，錨桿長(zhǎng)度11.5m。

2.2 數(shù)值模擬

將該風(fēng)化花崗巖路塹邊坡視為平面應(yīng)變問(wèn)題，采用通用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行模擬分析。對(duì)邊坡幾何形態(tài)進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，建立如圖3所示的數(shù)值模型。邊坡底部中風(fēng)化花崗巖及其斷層破碎帶為不透水介質(zhì)并采用平面應(yīng)變單元(CPE4R)模擬，粉質(zhì)黏土、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖及包含的斷層破碎帶為透水介質(zhì)并采用孔壓?jiǎn)卧?CPE4P)模擬。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格收斂性分析，最終將整個(gè)邊坡模型劃分為8 768個(gè)單元、9 050個(gè)節(jié)點(diǎn)。邊坡模型兩側(cè)施加水平位移約束，底部施加固定邊界條件，上表面為自由邊界。

圖3 風(fēng)化花崗巖路塹邊坡數(shù)值模型

巖土材料采用基于修正Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則(式(4))的彈塑性本構(gòu)模型模擬，以考慮降雨引起的含水率變化對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響[7,20]。根據(jù)地勘資料和參考文獻(xiàn)[21-22]，確定邊坡巖土體的材料特性參數(shù)(表1)。斷層破碎帶的彈性模量和粘聚力弱化為原巖土材料的1/10(即弱化率為0.1)，滲透系數(shù)相應(yīng)增大至原巖土材料的10倍，其余材料參數(shù)與原巖土材料一致。

表1 數(shù)值模擬中的巖土材料參數(shù)

為了考慮開挖施工對(duì)邊坡巖土體的擾動(dòng)效應(yīng)，假定開挖面最大擾動(dòng)系數(shù)δ0為0.2，擾動(dòng)系數(shù)曲線斜率k*為1.5，擾動(dòng)深度h*為5m[23]?？紤]大暴雨工況，降雨強(qiáng)度為6mm/h，以滲流速度邊界施加在邊坡坡表和坡頂，并認(rèn)為雨水全部入滲，不存在地表徑流。地下水位位于強(qiáng)風(fēng)化花崗巖與中風(fēng)化花崗巖的界面處，假定邊坡模型的初始孔隙水壓力隨水深線性變化，孔隙水壓力為零處即為地下水位所在的高度，地下水位以上巖土體處于非飽和狀態(tài)，存在負(fù)孔隙水壓力。采用強(qiáng)度折減法計(jì)算邊坡穩(wěn)定系數(shù)，以計(jì)算不收斂作為邊坡失穩(wěn)判據(jù)[20]。

模擬邊坡加固時(shí)，為了簡(jiǎn)單起見，認(rèn)為格梁和框梁僅起表層防護(hù)作用，故只考慮錨桿、錨索、鋼軌樁和錨筋樁等深層加固結(jié)構(gòu)對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響。錨桿和錨索采用桿單元(T2D2)模擬，鋼軌樁和錨筋樁采用梁?jiǎn)卧?B21)模擬，與邊坡模型之間采用嵌入約束。鋼軌樁和錨筋樁等效為連續(xù)均勻的材料，錨桿、錨索、鋼軌樁和錨筋樁均采用理想彈性本構(gòu)模型模擬，材料特性參數(shù)見表2。

表2 數(shù)值模擬中的加固結(jié)構(gòu)材料參數(shù)

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 邊坡失穩(wěn)因素

3.1.1 滲流穩(wěn)定性

圖4給出了施工期5d強(qiáng)降雨(降雨6mm/h)前后邊坡淺層粉質(zhì)黏土和強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層的孔隙水壓力分布云圖。為了進(jìn)一步分析邊坡孔隙水壓力隨深度的變化，在邊坡上選取4條豎直測(cè)線(其中1#測(cè)線在山頂處，2#測(cè)線在山坡凸起處，3#測(cè)線在路塹頂部，4#測(cè)線在第四平臺(tái)處)，繪制不同降雨歷時(shí)條件下孔隙水壓力和深度的關(guān)系曲線，如圖5所示。

由圖4和圖5可知，在降雨之前，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層與中風(fēng)化花崗巖層的界面為零孔隙水壓力線(即地下水位線)，在此線以上孔隙水壓力隨高度逐漸減小，表現(xiàn)為負(fù)孔隙水壓力，這與預(yù)先的設(shè)定相符。隨著降雨開始，雨水逐漸滲入邊坡表面，并向邊坡深處滲透，使邊坡孔隙水壓力增大。隨著降雨歷時(shí)延長(zhǎng)，雨水入滲深度增加，邊坡不同深度處的孔隙水壓力進(jìn)一步增大，且越靠近邊坡表面孔隙水壓力的增幅越大。另外，由于滲入坡頂及坡面的雨水向坡腳處匯集，導(dǎo)致坡腳附近巖土體的孔隙水壓力顯著增加。降雨結(jié)束后，邊坡表面附近的負(fù)孔隙水壓力明顯減?。欢?，由于雨水入滲的補(bǔ)給，坡腳處地下水位顯著抬升，導(dǎo)致強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層二～三級(jí)邊坡處出現(xiàn)局部暫態(tài)飽和區(qū)(即負(fù)孔隙水壓力接近0的區(qū)域)，以上結(jié)果與文獻(xiàn)[12]基本相符。暫態(tài)飽和區(qū)的形成不僅會(huì)增加邊坡巖土體重量，從而增大滑坡體的下滑力，還將顯著降低坡腳巖土體的抗剪強(qiáng)度，因此強(qiáng)降雨作用是引起該風(fēng)化花崗巖邊坡失穩(wěn)的重要原因。

圖4 5d強(qiáng)降雨前后邊坡孔隙水壓力云圖

圖5 邊坡孔隙水壓力隨深度變化曲線

5d強(qiáng)降雨(降雨強(qiáng)度6mm/h)結(jié)束后，采用抗剪強(qiáng)度折減法對(duì)該風(fēng)化花崗巖邊坡的穩(wěn)定性進(jìn)行數(shù)值分析，得到該風(fēng)化花崗巖邊坡的穩(wěn)定系數(shù)為1.131。該邊坡的穩(wěn)定系數(shù)雖然大于臨界穩(wěn)定系數(shù)1.0，但只超過(guò)臨界穩(wěn)定系數(shù)0.131，根據(jù)《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D30-2015)，地質(zhì)條件復(fù)雜的高速公路路塹邊坡穩(wěn)定系數(shù)應(yīng)不小于1.2，因此該邊坡的穩(wěn)定性不滿足規(guī)范要求，存在失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。工程實(shí)踐亦表明，該風(fēng)化花崗巖邊坡在施工過(guò)程中確實(shí)存在局部失穩(wěn)的問(wèn)題。

圖6為該風(fēng)化花崗巖邊坡失穩(wěn)時(shí)的塑性變形云圖，表明塑性變形主要發(fā)生在斷層破碎帶內(nèi)部，邊坡的失穩(wěn)模式主要為由兩個(gè)斷層破碎帶相交在坡表附近形成的楔形體失穩(wěn)破壞，與現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查結(jié)果完全相符。圖7給出了該風(fēng)化花崗巖路塹邊坡在水平方向和豎直方向的位移云圖，可知沿邊坡臨空面向外的水平位移主要出現(xiàn)在楔形體中下部靠近坡表處，最大水平位移約為10.2mm；而豎直位移(即沉降)主要出現(xiàn)在楔形體中上部區(qū)域，最大豎直位移約為8.9mm。以上位移結(jié)果進(jìn)一步表明該風(fēng)化花崗巖路塹邊坡的失穩(wěn)模式主要是楔形體失穩(wěn)破壞。

圖6 風(fēng)化花崗巖路塹邊坡塑性變形

圖7 風(fēng)化花崗巖路塹邊坡變形云圖

3.1.2 影響因素分析

如上文所述，邊坡開挖前原地面向內(nèi)傾斜，坡體穩(wěn)定，不存在失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)；開挖后臨空面向外傾斜且坡率較大，引起邊坡失穩(wěn)。因此，坡體形態(tài)改變是造成邊坡失穩(wěn)的前提因素。為了進(jìn)一步探討其他因素對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響，調(diào)整降雨強(qiáng)度與歷時(shí)參數(shù)、斷層幾何與材料參數(shù)以及施工擾動(dòng)參數(shù)，對(duì)該風(fēng)化花崗巖路塹邊坡重新進(jìn)行滲流穩(wěn)定性分析。

圖8給出了強(qiáng)降雨、斷層和施工擾動(dòng)分別對(duì)該風(fēng)化花崗巖邊坡穩(wěn)定系數(shù)的影響。從圖8可知，強(qiáng)降雨對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響十分顯著。在強(qiáng)降雨作用下，隨著降雨歷時(shí)延長(zhǎng)，邊坡穩(wěn)定系數(shù)持續(xù)降低，尤其是在降雨前期邊坡穩(wěn)定系數(shù)的減小非常明顯，但隨著降雨歷時(shí)進(jìn)一步增加，邊坡穩(wěn)定系數(shù)的減小幅度變小。以12mm/h降雨強(qiáng)度為例，5d持續(xù)強(qiáng)降雨可使該風(fēng)化花崗巖邊坡的穩(wěn)定系數(shù)下降0.23。此外，隨著降雨強(qiáng)度的增加，邊坡穩(wěn)定系數(shù)顯著降低；當(dāng)降雨強(qiáng)度由1mm/h增加至12mm/h，5d持續(xù)降雨后邊坡穩(wěn)定系數(shù)降低0.11。

圖8 不同因素對(duì)邊坡穩(wěn)定系數(shù)的影響

斷層對(duì)邊坡穩(wěn)定性亦有明顯影響，一般而言，邊坡穩(wěn)定系數(shù)隨著斷層厚度的增加而顯著降低，同時(shí)邊坡穩(wěn)定系數(shù)隨著斷層材料參數(shù)相對(duì)于原巖土體材料參數(shù)弱化率的增大(即斷層材料參數(shù)越接近原巖體材料參數(shù))而增大。但是，與強(qiáng)降雨作用和斷層相比，施工擾動(dòng)對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響相對(duì)較小。隨著施工擾動(dòng)深度或最大擾動(dòng)系數(shù)的增加，邊坡穩(wěn)定系數(shù)呈降低的趨勢(shì)，但降幅相對(duì)較小。究其原因，主要是該風(fēng)化花崗巖邊坡的失穩(wěn)模式為由相交斷層面構(gòu)成的楔形體失穩(wěn)，由于施工擾動(dòng)僅降低了邊坡淺層巖土體的強(qiáng)度參數(shù)，所以對(duì)邊坡整體穩(wěn)定性的影響較小。

以上結(jié)果表明，除了坡體形態(tài)改變的影響，降雨入滲和斷層是導(dǎo)致該風(fēng)化花崗巖邊坡施工期失穩(wěn)的主要原因，施工擾動(dòng)是其失穩(wěn)的次要因素。

3.2 邊坡加固效果

按照?qǐng)D2所示的加固方案對(duì)該風(fēng)化花崗巖路塹邊坡進(jìn)行加固，然后仍然基于抗剪強(qiáng)度折減法對(duì)該邊坡進(jìn)行滲流穩(wěn)定性數(shù)值分析，得出加固后邊坡的穩(wěn)定系數(shù)為1.585，相比于加固前的穩(wěn)定系數(shù)1.131，提高了0.454。若考慮邊坡格梁和框梁等防護(hù)結(jié)構(gòu)以及防排水設(shè)施的有利作用，該邊坡的穩(wěn)定系數(shù)將得到進(jìn)一步提高。

為了驗(yàn)證所提出加固方案的可靠性，采用航天測(cè)斜儀(精度0.25mm/m，分辨率0.02mm/500mm)對(duì)邊坡水平位移進(jìn)行長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)，測(cè)斜管分別在二級(jí)平臺(tái)、五級(jí)平臺(tái)及路塹頂部各布設(shè)一個(gè)，將監(jiān)測(cè)結(jié)果與模擬結(jié)果相比較，如圖9所示。

由圖9可知，數(shù)值模擬結(jié)果和監(jiān)測(cè)結(jié)果揭示了相同的邊坡變形規(guī)律：邊坡累計(jì)水平位移沿深處向邊坡表面逐漸增加，只在不同巖土層界面或斷層處有所波動(dòng)。但是，數(shù)值模擬得到的累計(jì)水平位移與監(jiān)測(cè)值在數(shù)值上存在差異，主要原因是數(shù)值模擬中對(duì)邊坡的幾何形態(tài)、材料模型和邊界條件等進(jìn)行了簡(jiǎn)化，導(dǎo)致數(shù)值模型與實(shí)際情況不完全一致。監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明，自邊坡加固以來(lái)，該風(fēng)化花崗巖邊坡的累計(jì)水平位移緩慢增加，但整體變形速率較小，多年后平均每一級(jí)邊坡的最大水平位移仍小于3mm。

圖9 加固后邊坡水平位移與深度關(guān)系曲線

以上分析表明，錨索(桿)與鋼軌樁組成的聯(lián)合加固體系，能有效解決含交叉斷層風(fēng)化花崗巖路塹邊坡的失穩(wěn)問(wèn)題，可在類似條件下巖質(zhì)邊坡的加固工程中推廣應(yīng)用。

4 結(jié)論

(1)在強(qiáng)降雨作用下，雨水逐漸滲入邊坡內(nèi)部，導(dǎo)致邊坡孔隙水壓力增加，在坡腳附近局部區(qū)域出現(xiàn)暫態(tài)飽和區(qū)，不僅增大了滑坡體下滑力，還顯著降低了巖土體的抗剪強(qiáng)度，從而誘發(fā)風(fēng)化花崗巖邊坡失穩(wěn)。對(duì)于含交叉斷層破碎帶的風(fēng)化花崗巖邊坡，斷層破碎帶極易破壞而滑動(dòng)，導(dǎo)致邊坡出現(xiàn)楔形體失穩(wěn)的破壞模式。

(2)隨著降雨強(qiáng)度增大或降雨歷時(shí)延長(zhǎng)，邊坡穩(wěn)定系數(shù)顯著降低；隨著斷層厚度減小或斷層材料參數(shù)弱化率的增大，邊坡穩(wěn)定系數(shù)明顯增大；隨著施工擾動(dòng)深度或最大擾動(dòng)系數(shù)的增加，邊坡穩(wěn)定系數(shù)呈降低的趨勢(shì)。開挖引起坡體形態(tài)改變是造成該風(fēng)化花崗巖邊坡失穩(wěn)的前提因素，降雨入滲和斷層是主要誘因，而施工擾動(dòng)是次要因素。

(3)錨索(桿)與鋼軌樁組成的聯(lián)合加固體系，可將強(qiáng)降雨作用下含交叉斷層破碎帶風(fēng)化花崗巖路塹邊坡的穩(wěn)定系數(shù)提高0.454，能有效解決含交叉斷層風(fēng)化花崗巖路塹邊坡的失穩(wěn)問(wèn)題，可供類似條件下風(fēng)化巖質(zhì)路塹邊坡加固工程借鑒參考和推廣應(yīng)用。